論文・報告

三谷川橋の設計と施工〜PCエクストラド−ズド橋〜
Planning and Construction of SANTANI Bridge

秋山 照義
Teruyoshi AKIYAMA中島 道哉
Michiya NAKAJIMA

大澤 浩二
Koji OSAWA

川田建設㈱東京支店工事部次長

川田建設㈱大阪支店工事部工事長

川田建設㈱開発部技術開発課課長

西村 勝
Masaru NISHIMURA

大石 昇
Noboru Oishi

小林 政郎
Masao KOBAYASHI

川田建設㈱大阪支店設計課係長

川田建設㈱大阪支店設計課

川田建設㈱大阪支店工事部

SANTANI Bridge, located on Tokushima Expressway, Tokushima, Japan was the first extradosed type bridge
constructed by Kawada. The bridge, erected by the cantilever method, had some restricting features including:large width (20.4m), curved geometry (1000 radius) and unequal span (1:1.6). These features lead to theadoption of a rather flat single tower located at median (1.0m x 5.5m) and one plane suspension.
Major design considerations included: designing the tower as a PRC structure taking into consideration thesignificant out-of-plane force from stayed cable tension and the design of a special type of saddle to anchor thecables at the tower. In addition to full scale testing on the saddle, a series of FEM analysis were done for stresstransfer from cables to girders, shear distribution in web plates and tower base stress.
Major construction considerations were: the use of prefabricated re-bars, the use of a new type of traveler crane,
and the monitoring of real time tower stress through the use of a satellite circuit.
Key words: extradosed prestressed concrete bridge, external prestressing cablesに示す。

１．はじめに橋

種：プレストレストコンクリート道路橋

道路規格：第１種第３級Ｂ規格「三谷川橋」は，図１に示す徳島自動車道 美馬〜川之江東ジャンクション間のうち，井川池田インタチェン

橋梁形式：PC２径間連続エクストラドーズド箱桁ジ（仮称）の西方約13kmに位置する高速道路橋である。

荷重：Ｂ活荷重

本橋は支間比が 1：1.6 という不等径間に加えて，R＝橋長：152.0 m

1 000 mの平面曲線を有している。橋梁形式として国内

支間：57.9 m＋92.9 m

で施工実績の少ない，独立１本主塔を用いたエクストラ

幅

員：20.4 m（総幅員）ドーズド橋を採用することとした。

平面線形：A＝400〜R＝1 000 m
横断勾配：i＝4.27 ％〜4.50 ％本文は，「三谷川橋」の設計と施工について報告する

主桁形式：２室箱桁（４車線一体断面）ものである。

主塔形式：独立１本柱

２．橋梁概要架設方法：張出し架設「三谷川橋」の橋梁諸元を以下に，全体一般図を図２
橋長 152 000
151 91057 900

A27 000

8 500

P1 φ12 500

架橋位置図

29 000

Mov5 500

大口径深礎ぐい

図１12 000

2 500

12 800
6 500

10 000Mov
A1 6 500

50600

92 900

3 000

40600

図２一般図

59②３．詳細設計斜材張力の有効伝達長

本橋は，４車線一体断面の中央分離帯に斜材を１面配（1）主方向の設計置しているため，斜材から導入される軸力が断面全体に均一に作用するまでに要する距離を把握することが必要

断面力の算定は，平面フレームモデルを用いた微少変であった。

形理論に基づいて，施工段階を考慮して行った。さらに，平面線形によるねじりの影響は立体格子解析により考慮

最上段斜材を緊張した場合を想定し，架設系モデルのした。図３に設計荷重時の断面力を，図４に設計荷重時最上段斜材に緊張力相当の温度荷重を与えた。２次元骨の合成応力度を示す。

組み解析結果を100％とした場合の上床版各位置での（2）特殊解析

FEM解析結果を図８に示す。

本橋では，FEM解析（全体系・部分モデル）や非線形表１動的解析（全体系ファイバーモデル）等の特殊解析を実解 析 項 目施していることから，各解析結果の概要を説明する。
ａ）FEM解析①概要

１面配置の大偏心外ケーブル構造，偏平な主塔断面，
２室箱桁断面での張出し施工の特徴を考慮し，表１に示解析項目とモデル
適 用 モ デ ル

①斜材張力の有効伝達長

全体モデル（架設）②ウェブのせん断分担率

全体モデル（完成・架設）③塔基部と柱頭部の応力部分モデル（塔基部）④桁側斜材定着部の応力部分モデル（定着部）⑤主塔サドル部の応力部分モデル（サドル部）

す５項目に着目した解析を実施した。モデルを図５〜７に示す。

設計荷重（活荷重：D＋L）−100 000−97 250−95 000−90 000−86 876−85 000−88 873−80 799−80 000−75 000−70 000

曲げモーメント（t･m）−65 000−60 000（MAX）（M I N）−55 000−50 000

図５全体FEM解析モデル−45 000−40 000−35 000−30 000−25 000−20 000−15 000−10 000−5 00005 000

3 5936 374

10 000
15 000
20 000

図３断面力図（設計荷重時）

設計荷重時（D＋L）
24上縁下縁コンクリート応力度（N/mm2）

222018242220

図６部分FEM解析モデル（塔基部）

1816216（圧縮）14（N/mm ）14 許容値

1412121010886644220−2−4許容値（引張）−1.5（N/mm2）−6−4−6

図４60−2

合成応力度図（設計荷重時）

川田技報

Vol.19 2000

図７ 部分FEM解析モデル（斜材定着部）

定着位置からの距離
4m8m
12m
16m20m

軸圧
縮応力比率︵成されている。斜材が中央のウェブだけに定着される等，内外のウェブに作用するせん断力に大きな差が生じることが考えられ，各ウェブのせん断分担率を把握する必要があった。

CSfem

完成系の合計荷重に対する分担率を図９ａ）に示す。外側ウェブが40％から20％まで右下が／CSbeamりに減少するのに対して，内側のウェブは逆に約20％から約50％まで右上がりに増加する。こ︶れは，自重などによるせん断力を打ち消す方向
GR１張出床版
先端CL
中ウェブ

GR２外ウェブ

図８GL２外ウェブに作用する斜材張力が内側のウェブに偏って分GL１張出床版
先端担されているためである。ここで，斜材張力以斜材張力の有効伝達長外の荷重については，ほぼ均等に分担（均等分担率33％）されている。

100％

斜材張力によるせん断の分担率を図９ｂ）に示すが，完成系−各荷重合計（せん断分担率−FEM比較）

90％

最下段斜材付近の断面では外側のウェブが約20％（均等GL2（外ウェブ）80％分担率に対して６割）しか分担していない。そこで，斜CL（中ウェブ）

せん断分担率70％

め引張応力度の照査にあたっては，斜材張力によるせん

GR2（外ウェブ）

60％断力を６割に低減した値に対しても行った。

50％
40％

④30％

本橋の主塔は，構造寸法の制約により偏平な断面形状

塔基部近傍の応力分布20％（5.5×1.0m）が採用されており，さらに平面線形の影響

10％で斜材張力の面外分力に起因する曲げモーメントが発生

0％
2 3 5 7 9 11 13 15 17 18 19 20 21 22 23 29 30 31 32 33 34 35 37 39 41 43 45 47 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59する。また，主塔が設置される主桁の柱頭部は，３枚の設計断面
A14 6 8 10 12 14 16A236 3840 42 44 46 48

部，さらに橋脚への応力の流れに乱れが生じる可能性がａ）全荷重に対して100％あった。

完成系−斜材張力（せん断分担率−FEM比較）

解析の結果，塔基部にわずかな応力集中が見られたが，GL2（外ウェブ）90％

全般的に問題となるような局部応力は発生しなかった。

CL（中ウェブ）80％

せん断分担率

塔基部の圧縮応力分布を図10に示す。塔基部の縁端部に，

GR270％ウェブと２枚の隔壁で構成されており，塔基部から柱頭（外ウェブ）60％直下に位置する隔壁の影響と考えられる，最大19.5N/mm250％に達する圧縮応力が発生している部分があるが，鉄筋を40％30％考慮することで許容値（17N/mm2）以下の応力度になる20％ことから，特別な対策は講じなかった。

10％0％
2 3 5 7 9 11 13 15 17 18 19 20 21 22 23 29 30 31 32 33 34 35 37 39 41 43 45 47 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59

設計断面A14 6 8 10 12 14 1636 3840 42 44 46 48A2ｂ）斜材張力に対して

図９ウェブのせん断分担率−20−18−16−14−12−10−8−6（N/mm2）

応力が張出し床版先端まで伝達するためには，斜材定着位置から４ブロック（16m）の距離を要するが，中間床版の中央までとした場合には，２ブロック（8m）以内となり，桁内PC鋼材の有効伝達長と同程度となる。
そこで，斜材についても桁内PC鋼材と同様の取り扱いを行うものとした。
③ウェブのせん断分担率

本橋の主桁は２室の箱断面であり，３枚のウェブで構図10

塔基部の応力分布61

⑤

桁側斜材定着部の局部応力

桁側斜材定着部は，２本のケーブルを平面的に広げ，中央ウェブの両縁で突起定着している。局部応力に対する補強鉄筋量は簡易計算によったが，その妥当性を確認

00.5
1.0
1.5
2.02.5（N/mm2）

するためにFEM解析を行った。今回，ケーブルの偏向力が作用することから，実際に配置する定着鋼管を考慮した現実的なモデル化を実施した。FEM解析結果より算出した補強鉄筋量は，いずれも簡易計算によるものを下回っており，設計の安全性を確認することができた。
図11に偏向部付近の応力分布を示す。

面積計算範囲（L＝1 250）⑥

補強筋配置範囲

主塔サドル体付近の補強

主塔サドル部には，斜材を曲げ配置しているため，斜図11

材張力の鉛直分力が発生する。サドル部での斜材配置間

桁側斜材定着部の応力分布

隔は水平間隔400mm，鉛直間隔が400mmの並列配置していることからFEM解析を実施した。解析モデルを図12に，主応力を図13に示す。斜材の鉛直方向分力によって，主塔上部および最下段のサドル間およびサドル直下に割裂（N/mm2）
3.094

応力度が発生していることから，この引張力に対して鉄2.735

筋による補強を行った。

2.376ｂ）非線形動的解析

2.018①1.659

概要1.300

本橋の下部工は，平成２年の「道路橋示方書 耐震設0.942

計編」に準拠して設計され，「耐震設計・施工要領（案）0.583に基づく下部工配筋修正方法」に基づき，橋脚の配筋を0.224修正・補強が実施されていた。そのため，現行の耐震規−0.135−0.493

準による安全性を照査することを目的として，橋脚をフ−0.852ァイバーモデルとした全体系スケルトンを作成し，非線−1.211

形性を考慮した時刻歴応答解析を行った。

−1.569②−1.928（単位：mm）

図12解析モデル

図13

解析結果

−2.287橋脚基部でのタイプⅠ地震波とタイプⅡ地震波の曲げ−2.645

モーメント - 回転角（M - φ）に関する応答履歴を図14

応力分布（Ｘ方向）に示す。両ケースとも許容曲率内に収まっており，耐震安全性の確認ができた。

8.77×104

XMAX 1.777×10−3 YMAX 8.772×104

XMIN −6.675×10−4 YMIN −6.789×104（t･m）

8.00

6.00

4.00

曲げモーメント（中央）

2.00

0.00

−2.00

−4.00−6.00

−8.00
−8.77
−1.78

−1.50

−1.25

−1.00

−0.75

−0.50

−0.25

曲率（G2−G1）

62

川田技報

Vol.19 2000

0.00

0.250.50（／m）

0.75

1.00

1.25

1.50

1.78×10−3

図14 橋脚基部の M - φ 応答履歴
（タイプⅡ）

１．柱頭部施工およびトラベラー組立

４．上部工の施工（1）施工概要
本橋の張出し架設部のサイクル工程を図15に，施工手

２．主塔完成順を図16に示す。
施工は，A1側の側径間閉合までの対称張出し施工（13ブロック）の後，A2橋台側への片張出し施工（８ブロック）を行った。片張出し施工によるA1支点部に発３．全斜材緊張完了

生する負反力対策として，カウンターウエイトコンクリ
ートの打設と橋体と橋台を鋼棒で緊結することにより対処した。

４．トラベラーによるA1側閉合

主桁断面は２室箱桁を採用した４車線一体断面である
ことから，コンクリート体積は柱頭部で630m 3 （355m 3 ,275m3の２回に分割），張出し施工部で１ブロック当たり50m3〜100m3と従来断面に比べて２倍の量である。

５．A2側片張出し施工（2）主塔の施工
主塔は塔高12.8ｍの独立１本柱であり，上部工平面線形の影響による面外方向（Ｒ中心方向）の力を受けるた

６．固定式支保工によるA2側閉合め，PRC構造を採用している。
施工は総足場で行い，図17に示すとおり３ロットに分割して施工を行った。
コンクリートは，設計基準強度が 50N/mm 2 であり，７．完成

ワーカビリティの確保から高性能減水剤を使用した。なお，PC鋼材は12T12.7Bを15本配置した。
図16

施工手順

主桁標準ブロック（10日/サイクル）
種

12345678910外型枠組立
ウェブ鉄筋地組

591591
5@375

鉄筋・PC組立
内型枠組立２次ケーブル（N＝６本）

コンクリート打設
養生

638

緊張（横締・鉛直）
緊張（主ケーブル）

8@375 754
＝3 000１次ケーブル（N＝９本）

斜材定着ブロック（11日/サイクル）
工種

1234567891011（第１ロット） （第２ロット）（第３ロット）
3 900
4 900
4 000

工

トラベラー移動トラベラー移動外型枠組立
ウェブ鉄筋地組
鉄筋・PC組立
斜材桁側定着管組立
内型枠組立
コンクリート打設
養生
PC鋼材
12T12.7B（SWPR7B）

緊張（横締・鉛直）
緊張（主ケーブル）
1 000

斜材ケーブル挿入
斜材ケーブル緊張
サドル部グラウト工

5 500

斜材架設用足場組立

図15

サイクル工程図17

PC鋼材配置図63写真１

サドル組立状況

写真２

斜材架設状況（その１）

写真３

斜材架設状況（その２）（3）サドル部の施工
サドル定着構造は「貫通固定方式」とし，組立状況を写真１に示す。定着方法は，斜材の張力差を斜材からグラウトを介して内管へ伝達させ，押さえブロックで定着する「押さえブロック方式」である。この方式は，過去に使用実例がないため，あらかじめ実物大供試体にて性能確認試験を実施した。
サドルは，配置精度の確保と現場作業の省力化を図るために，写真１に示すように内管と外管・補強鉄筋・小口型枠を架台を用いて一体化させた。なお高さは3.65m，架設質量で約7.1 t となるため，架設架台は３分割して現場に搬入し，タワークレーンにて設置した。架設架台を主塔に設置するとき，浮き止めと水平移動防止のため，第２ロットのコンクリート打設時にPCネジコンを埋設押さえブロック
グラウト排気ホース

フランジ付外管（鋼管）
内管（鋼管）

発泡ウレタン充填

グラウト排気ホース
グラウト注入ホース

写真４

斜材緊張状況

し，高さ調整ボルトと鋼製受け皿にて水平位置と設置高押さえ板
ストランド

グラウト（高強度セメント）スペーサー

アンカーボルト（PCネジコンφ32）
止水用エポキシパテ充填さの微調整を行い，精度の高い据え付けを行うことができた。
（4）斜ケーブルの施工

ａ）サドル部

斜材ケーブルは，セミプレハブケーブル（19S15.2B）
ジョイント上床版を使用した。主桁側の定着工法は，交換可能な外ケーブ
ブーツ

SUPROストランド

トランペットル用システムとしている。図18に斜材システムの詳細を示す。なお，ケーブルの防錆はサドル部では単線PE被覆とグラウトの２重防錆とし，主桁側定着部においても単PE保護管

外套管

斜材は写真２，写真３に示すとおり斜材ケーブルの形

支圧板グラウトキャップ状を保持するため，斜材足場を組んでから斜材定着ブロｂ）主桁側

図1864

川田技報

線PE被覆とグラウトで保護している。

斜材システムVol.19 2000

ックのコンクリート打設後にウインチにて引き込むことにより行った。

ａ）断面図ｂ）側面図

図19

写真５

大型移動作業車

ウェブ鉄筋先組状況

斜材の緊張は400 tf（3 920kN）ジャッキ２台を用いて写真６プレハブ鉄筋据付状況

５．主塔基部の応力計測

１本ごとに行った（写真４）。初期導入緊張力は317〜263 tf（3 107〜2 577kN）で実施した。緊張管理は，ポン（1）計測概要

プのマノメータ値およびPC鋼材の伸びにより行い，伸本橋は，前述したように上部工平面線形等の影響によび量は緊張計算の±5％を管理値とした。張力導入は，り主塔基部の応力変動が著しく，施工段階における応力主塔の左右で不均衡張力が発生しないように油圧ポンプ変動が著しいので，施工段階における応力度の変化を経の圧力を5.0N/mm ずつ上げることにより行った。

時計測し，設計の妥当性を確認した。

（5）主桁の施工（2）計測方法

2

張り出し施工１ブロック当たりの施工サイクルの短縮

計測システムは，図20に示すとおり，現場側には主塔を図るためにウェブ鉄筋のプレハブ化を実施した。この基部（5.5m×1.0m）四隅および中央の合計６カ所に有効ため，図19に示す80N･m能力の大型移動作業車を採用し応力度計を埋め込み，スイッチボックス・データロガた。

ー・モデム・衛星携帯電話を設置し，本社側には，モデプレハブ鉄筋は，移動作業車後方にてウェブ鉄筋を組ム・パソコンを設置した。なお，データ転送・計測機器

み立て（写真５），専用モノレールにて所定の位置まで移の制御は本社側のパソコンにて行った。

動し据え付ける（写真６）。これにより，桁内に配置され（3）計測結果る全鉄筋量の27〜35％はプレハブ化されることになる。

計測データのうち朝のデータをプロットしたものと，

65

現場側

本社側

６．おわりに有効応力度計

パソコン

本橋は平成11年８月に無事竣工し，本路線の開通を待つばかりである。地域のランドマークとして多くの人々

モデム
スイッチボックスに親しまれる橋梁になることを願う次第である。

データロガー

最後に本橋の計画・設計・施工にあたり，多大なるごRS−232Cケーブル
電話回線

モデム指導・ご尽力をいただいた関係各位に本誌面を借りて，通信衛星感謝の意を表します。
衛星基地局
データ転送

計測機器制御参考文献
１）飯束・花田・西村・大石：三谷川第二橋の計画と設

衛星携帯電話図20計（その１），プレストレストコンクリートの発展に関計測システム

するシンポジウム論文集，Vol.8, pp.551〜556, 1998.10.
２）望月・安藤・北野・劉：三谷川第二橋の計画と設計（その２），プレストレストコンクリートの発展に関する設計値を図21のグラフに示す。

シンポジウム論文集，Vol.8, pp.557〜561, 1998.10.

計測を行った結果，４段目の斜材（S4）を緊張した時点で主塔に導入したプレストレスがキャンセルされ，そ３）飯塚・秋山・西村：三谷川第二橋（エクストラドーれ以降応力が反転するが，７段目の斜材（S7）を緊張しズド橋）の設計とサドル構造の実物大試験，プレストレてから大きな変動はない。実測値は，設計値とほぼ一致

ストコンクリート, Vol.41, No.1, pp.51〜57, 1999 JAN.-しており，設計の妥当性が確認できた。

FEB.

A1側

A2側

No.3

30No.2No.1

R側（圧縮）

L側
No.6

25

No.5No.4

L側PC鋼材

Ａ２側最大張出斜材

Ａ２閉合

Ａ１閉合

20

No.1

応力（ N/mm2 ）

No.2
No.3

主塔完成

15No.4
No.5
No.6

10

全斜材緊張終了

No.1（設計値）
No.2（設計値）

5

No.3（設計値）
No.4（設計値）
No.5（設計値）

0No.6（設計値）−5

R側（引張）−10

98/8/2198/9/20

98/10/20

98/11/19

98/12/19

99/1/18

日付
図2166

川田技報

Vol.19 2000

計測結果

99/2/17

99/3/19

99/4/18

99/5/18